基于“頂板-煤壁-支架”綜合評價(jià)的大采高支架工作阻力研究

婁金福 ，康紅普 ，高富強(qiáng) ，楊景賀 ，李建忠

(1.中國礦業(yè)大學(xué)(北京) 資源與安全工程學(xué)院，北京 100083; 2.天地科技股份有限公司 開采設(shè)計(jì)事業(yè)部，北京 100013; 3.煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(煤炭科學(xué)研究總院)，北京 100013)

基于“頂板-煤壁-支架”綜合評價(jià)的大采高支架工作阻力研究

婁金福1,2,3，康紅普2,3，高富強(qiáng)2,3，楊景賀2,3，李建忠2,3

(1.中國礦業(yè)大學(xué)(北京) 資源與安全工程學(xué)院，北京 100083; 2.天地科技股份有限公司 開采設(shè)計(jì)事業(yè)部，北京 100013; 3.煤炭資源高效開采與潔凈利用國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(煤炭科學(xué)研究總院)，北京 100013)

針對6.0 m特大采高綜采工作面支架適應(yīng)性評價(jià)與工作阻力確定難題，基于大采高采場覆巖“懸臂梁-層間巖層-砌體梁”結(jié)構(gòu)模型，對6.0 m特大采高綜采工作面支架合理工作阻力進(jìn)行了確定，通過數(shù)值模擬和大比例尺采場相似模擬實(shí)驗(yàn)對支架與圍巖控制適應(yīng)性進(jìn)行了驗(yàn)證和評價(jià)。研究結(jié)果表明，大采高綜采支架工作阻力的確定要以滿足頂板、煤壁等采場圍巖控制為前提，并需確保支架良好的位態(tài)。支架工作阻力不僅要能支撐垮落帶關(guān)鍵層“懸臂梁”破斷長度內(nèi)的巖層載荷，還要能給斷裂帶下位巖層“砌體梁”結(jié)構(gòu)以平衡力。模擬結(jié)果表明，當(dāng)工作阻力低于10 000 kN時(shí)，支架處于滿負(fù)荷運(yùn)轉(zhuǎn)狀態(tài)，活柱下縮量較大，頂板及煤壁變形顯著;當(dāng)工作阻力高于11 000 kN時(shí)，采場圍巖及支架工況顯著改善，據(jù)此確定支架合理工作阻力為12 000 kN。生產(chǎn)實(shí)踐表明，試驗(yàn)工作面支架循環(huán)末阻力8 340～10 247 kN，安全閥開啟率低于5%，煤壁完整性較好，支架工作阻力滿足頂板支護(hù)及安全生產(chǎn)要求。

特大采高綜采工作面;關(guān)鍵層結(jié)構(gòu);砌體梁;工作阻力;大比例尺相似模型實(shí)驗(yàn)

大采高、特大采高綜采工藝在我國厚煤層開采中應(yīng)用廣泛，以其資源回收率高、含矸率低、安全高效等技術(shù)優(yōu)勢得到普遍認(rèn)可，在內(nèi)蒙、陜西、山西、寧夏等礦區(qū)得到了大面積推廣，最大采高已突破8.8 m[1]。當(dāng)前高端液壓支架的國產(chǎn)化水平完全滿足大采高工作面的裝備配套要求;但與此同時(shí)，該類裝備質(zhì)量大、工作面裝備投資大、井下運(yùn)輸與安裝難度大等問題也日益凸顯。據(jù)統(tǒng)計(jì)，綜采支架一次性投資占工作面裝備投資的60%～70%以上，因此在滿足采場頂板支護(hù)的前提下，如果能夠合理優(yōu)化支架工作阻力，進(jìn)而降低支架質(zhì)量及綜采裝備投資，這對于煤礦降本增效具有重要的現(xiàn)實(shí)意義。解決上述問題的關(guān)鍵在于掌握特定條件下大采高采場覆巖破斷結(jié)構(gòu)形態(tài)，據(jù)此分析支架阻力與圍巖變形的關(guān)系，科學(xué)預(yù)測支架工作阻力對圍巖變形的控制效果。

圍繞大采高工作面頂板控制及支架阻力確定問題，我國學(xué)者在大采高覆巖結(jié)構(gòu)與礦壓規(guī)律方面開展了大量研究工作，取得了豐富的研究成果[2-8]。其中，靳鐘銘、弓培林等將垮落帶頂板分為3種類型，認(rèn)為Ⅰ、Ⅱ類型的頂板在采空區(qū)不會(huì)懸頂，Ⅲ型頂板在采空區(qū)形成懸頂并以懸臂梁形式斷裂，確定了不同頂板條件下支架阻力的確定方法[4]。許家林等基于巖層控制的關(guān)鍵層理論，研究了神東礦區(qū)特大采高工作面關(guān)鍵層結(jié)構(gòu)形態(tài)及其對礦壓顯現(xiàn)的影響規(guī)律，提出了基于覆巖關(guān)鍵層結(jié)構(gòu)形態(tài)的支架工作阻力確定方法[6]。閆少宏等建立了大采高覆巖“短懸臂梁-鉸接巖梁”模型，得到了支架工作阻力解析法計(jì)算公式[7]?？椎轮械日J(rèn)為支架工作阻力確定的前提是煤壁穩(wěn)定性控制，提出了基于煤壁穩(wěn)定性控制的支架工作阻力確定方法[8]。

綜上分析可知，在確定大采高支架工作阻力時(shí)多聚焦于頂板位態(tài)控制，實(shí)際上對于基本頂及其上部巖層而言，下部的直接頂、煤壁與支架構(gòu)成了一個(gè)協(xié)同承載體系，共同承擔(dān)覆巖傳遞的載荷，且支架可縮量要與覆巖運(yùn)移下沉過程相適應(yīng)[9-10]，這涉及煤壁穩(wěn)定性、支架運(yùn)轉(zhuǎn)工況等與工作面現(xiàn)場生產(chǎn)密切相關(guān)的指標(biāo)。在滿足上述多指標(biāo)的前提下，頂板支護(hù)方案才有可能滿足采場圍巖控制要求。

本文以6.0 m特大采高綜采工作面為例，綜合利用理論分析、數(shù)值模擬和相似材料模擬等方法系統(tǒng)研究不同支護(hù)強(qiáng)度下圍巖變形及支架運(yùn)轉(zhuǎn)特征，以期得到工作面支架合理的支護(hù)阻力。

1 試驗(yàn)工作面概況

晉城礦區(qū)2302試驗(yàn)工作面開采3號(hào)煤層，平均煤厚6.2 m，平均傾角4°，底板標(biāo)高+258～+296 m，地面標(biāo)高+596～+722 m，蓋山厚度350～430 m。地應(yīng)力實(shí)測結(jié)果表明，3號(hào)煤處于中等偏高地應(yīng)力區(qū)域，其中最大水平主應(yīng)力13.10～17.89 MPa;最小水平主應(yīng)力6.77～9.45 MPa;垂直主應(yīng)力11.55～13.76 MPa。工作面擬采用6.0 m大采高一次采全高工藝。

結(jié)合工作面范圍內(nèi)地質(zhì)鉆孔的全柱狀資料，基于巖層控制的關(guān)鍵層理論及判別方法[11-12]，對覆巖關(guān)鍵層位置進(jìn)行判別，除主關(guān)鍵層外，共判得8層亞關(guān)鍵層。限于篇幅，圖1僅列出了距煤層7.73和24.73 m的最下部兩層亞關(guān)鍵層。

圖1 鉆孔柱狀及關(guān)鍵層判定Fig.1 Borehole columnar section and key strata structure

2 支架工作阻力理論計(jì)算

2.1 大采高采場覆巖結(jié)構(gòu)特征

研究與實(shí)踐表明，在一般采高時(shí)能形成鉸接平衡結(jié)構(gòu)的厚硬巖層，在大采高情況下將會(huì)因?yàn)檩^大的回轉(zhuǎn)量難以形成穩(wěn)定的砌體梁結(jié)構(gòu)，呈懸臂梁結(jié)構(gòu)形態(tài)垮落失穩(wěn)[6]。在此約定，距煤層最近的砌體梁結(jié)構(gòu)以下的破斷巖層定義為垮落帶，砌體梁結(jié)構(gòu)及以上巖層進(jìn)入斷裂帶[13]。其中，當(dāng)巖層厚度大于其下自由空間高度的1.5倍，并且斷塊長度大于層厚的2倍，只有同時(shí)滿足這兩個(gè)條件，基本頂巖層才能形成砌體梁結(jié)構(gòu)而進(jìn)入斷裂帶，判別準(zhǔn)則[14]如下:

式中，hi為由下而上第i層基本頂巖層厚度，m;M為工作面采高，6 m;ki為基本頂及附加載荷層的碎脹系數(shù)，取1.15～1.33;∑h為直接頂厚度，m;kz為直接頂碎脹系數(shù)，取1.33～1.50;li為基本頂懸露巖塊長度，m。

根據(jù)工作面鉆孔柱狀圖，自下而上將各巖層基本參數(shù)依次代入上述判別準(zhǔn)則，直接頂巖層碎脹系數(shù)kz取1.33，基本頂及附加載荷層的碎脹系數(shù)ki取1.15，則厚度7 m粉砂巖的中上部層位已滿足判別準(zhǔn)則(1)，取hi=3 m，粉砂巖單軸抗壓強(qiáng)度σc=46.64 MPa，其上附加泥巖厚度hi+1=3 m，其斷裂塊體長度

據(jù)此分析，厚度7 m的粉砂巖能夠同時(shí)滿足以上判別準(zhǔn)則，該巖層破斷后可能形成砌體梁式鉸接結(jié)構(gòu)，其上部巖層處于斷裂帶，下部巖層進(jìn)入垮落帶。試驗(yàn)工作面直接頂厚度7.73 m，垮落帶高度18.73 m。

亞關(guān)鍵層1由于距離煤層較近將以懸臂梁結(jié)構(gòu)形態(tài)破斷，處于覆巖垮落帶中。隨著覆巖破斷的回轉(zhuǎn)量逐漸越小，厚度7 m的粉砂巖上部巖層破斷形成鉸接巖梁結(jié)構(gòu)，其與亞關(guān)鍵層1的區(qū)別在于，前者在水平約束力的作用下能夠形成砌體梁傳力結(jié)構(gòu)，后者及其附加層失去了后方破斷塊體的約束力，以懸臂梁形式周期性破斷。綜合試驗(yàn)工作面不同層位覆巖的破斷特征，建立了大采高采場覆巖“懸臂梁-層間巖層-砌體梁”結(jié)構(gòu)模型，用于計(jì)算大采高支架工作阻力，模型如圖2所示。

圖2 大采高工作面覆巖結(jié)構(gòu)特征Fig.2 Structure model of overlying strata

2.2 理論分析計(jì)算

根據(jù)砌體梁理論，支架首先要能支撐控頂區(qū)內(nèi)的直接頂巖層，避免與上部基本頂離層;再者對于上部可能形成砌體梁結(jié)構(gòu)的基本頂巖層，支架還要施以作用力，用以平衡部分載荷，避免架前切頂及臺(tái)階下沉[9]。結(jié)合上述支架阻力計(jì)算模型，支架力源包含2部分:一是垮落帶巖層的自重;二是斷裂帶下部鉸接巖層(砌體梁)結(jié)構(gòu)通過垮落帶巖層作用于支架的力PH1。前者又細(xì)分為2部分:一是支架控頂區(qū)內(nèi)直接頂自重Qz，二是亞關(guān)鍵層1往上直至垮落帶頂界面的載荷Q1，其跨度取亞關(guān)鍵層1的斷裂長度。斷裂帶下部鉸接結(jié)構(gòu)作用于支架的力依據(jù)砌體梁理論計(jì)算[6,9]。至此，得到試驗(yàn)工作面大采高支架的阻力計(jì)算公式如下:

在具體取值時(shí)，根據(jù)國內(nèi)多個(gè)礦區(qū)大采高綜采支架的技術(shù)性能參數(shù)，大采高支架中心距B多為1.75 m[15]，頂梁控頂距l(xiāng)k取5.5 m。覆巖密度ρ=2 500 kg/m3，直接頂厚度∑h=7.73 m，代入式(3)得Qz=1 816 kN。

亞關(guān)鍵層1巖性為細(xì)砂巖，單軸抗壓強(qiáng)度σc=64.48 MPa，往上直至垮落帶頂界面的厚度h2=11 m，按懸臂梁斷裂模式計(jì)算，斷塊長度l=16.77 m，代入式(3)得Q1=8 070 kN。

斷裂帶下部鉸接巖塊厚度h=3 m，長度l=9.65 m，下沉量δ=1.875 m，粉砂巖塊內(nèi)摩擦角φ=39°，破斷角α=0，代入式(3)得PH1=-3 731 kN<0，因此斷裂帶下部鉸接結(jié)構(gòu)自身能夠取得平衡，不再需要支架阻力予以平衡。

根據(jù)以上理論計(jì)算，試驗(yàn)工作面大采高支架合理的工作阻力為

P=Qz+Q1=1 816+8 070=9 886 kN

需要說明的是，上述力學(xué)模型在計(jì)算亞關(guān)鍵層1往上直至垮落帶頂界面的載荷Q1時(shí)，是按照最危險(xiǎn)情況考慮，即亞關(guān)鍵層1發(fā)生周期性折斷形成懸臂梁結(jié)構(gòu)導(dǎo)致采場周期來壓時(shí)的支架工況進(jìn)行計(jì)算，非來壓期間的支架阻力應(yīng)該低于該值，因此計(jì)算結(jié)果有一定的富余值。

3 支架阻力對圍巖控制的適應(yīng)性評價(jià)

眾所周知，煤壁片幫是制約大采高工作面安全高效回采的重要問題。通過上述理論計(jì)算，只能初步確定大采高支架的額定工作阻力，至于該支護(hù)強(qiáng)度對應(yīng)的頂板下沉量、煤壁變形、支架承載工況等宏觀礦壓特征尚難以解答。為此，采用 UDEC軟件建立大采高開采地層模型，對比不同支護(hù)阻力下采場圍巖變形及支架運(yùn)行特征，以更加科學(xué)地確定支架合理的支護(hù)參數(shù)。

3.1 數(shù)值模擬模型的建立

地層建?；谄矫鎽?yīng)變模型，模型長度400 m，模型高度338 m，該高度包括鉆孔揭露范圍內(nèi)的全部覆巖，僅有淺部第四系表土及鉆井套管等資料不詳?shù)?40 m地層厚度以2 MPa等效載荷予以簡化[16]，視為頂部邊界條件。模型左右和底邊界采用法向位移約束，不同巖性的物理力學(xué)參數(shù)見表1。

表1各巖性物理力學(xué)參數(shù)
Table1Parametersofoverlyingstrata

巖性密度/(kg·m-3)單軸抗壓強(qiáng)度/MPa單軸抗拉強(qiáng)度/MPa彈性模量/GPa黏聚力/MPa內(nèi)摩擦角/(°)細(xì)砂巖261964.488.1813.032.0521.50粉砂巖242046.645.218.301.0716.30中砂巖257759.877.6512.471.8519.80泥巖240019.762.376.270.3914.50砂質(zhì)泥巖245040.555.127.140.8715.70煤148921.971.293.930.5317.70

3.2 數(shù)值模擬方案

液壓支架的力學(xué)性能對于采場礦壓顯現(xiàn)特征及支架—圍巖關(guān)系有重要影響。實(shí)測結(jié)果表明，增阻過程中支架是可壓縮的，支架工作阻力與其壓縮量基本呈線性關(guān)系，即支架剛度可視為常量[10,17]，如圖3所示。徐剛利用ZTN-1液壓支架試驗(yàn)臺(tái)對不同型號(hào)液壓支架的加載測試表明，在每個(gè)加載循環(huán)內(nèi)支架剛度是唯一的，與所處的工作阻力區(qū)間關(guān)系不大，4個(gè)支架平均線剛度為138～538 kN/mm。其中，ZZ13000/28/65綜采支架中心距1.75 m，支護(hù)高度范圍2.80～6.50 m，支護(hù)強(qiáng)度1.36 MPa，平均線剛度538 kN/mm，該支架主要性能參數(shù)與試驗(yàn)工作面支架的理論計(jì)算結(jié)果具有較好的匹配性，且支護(hù)強(qiáng)度等指標(biāo)甚至高于后者。

圖3 液壓支架實(shí)際運(yùn)轉(zhuǎn)特性Fig.3 Force-displacement behavior of prototype support

基于液壓支架力學(xué)性能的上述分析，可以采用UDEC內(nèi)置的support結(jié)構(gòu)單元模擬大采高支架[18]，如圖4所示。其中，圖4(b)所示support結(jié)構(gòu)單元?jiǎng)偠葹榭勺兞?，能夠模擬液壓支架的初撐力、安全閥開啟泄液、頂梁下沉等運(yùn)轉(zhuǎn)工況，與煤礦實(shí)際支架具有很好的相似性。

圖4 UDEC中support結(jié)構(gòu)單元的承載變形特征Fig.4 Force-displacement behavior of support model in UDEC

為了對比支護(hù)阻力對大采高采場圍巖變形特征的影響，分別選擇額定工作阻力為5 000～14 000 kN的支架進(jìn)行模擬對比，共10種支架模擬方案。為便于數(shù)據(jù)的對比分析，支架控頂距均為5.5 m，初撐力取額定工作阻力的60%[19]，線剛度取500 kN/mm，覆巖及其他邊界條件完全相同。模擬方案詳見表2。

表2液壓支架額定工作阻力模擬方案
Table2Modelingschemesforsupportresistance

方案編號(hào)額定工作阻力/kN初撐力/kN方案編號(hào)額定工作阻力/kN初撐力/kN模擬方案150003000模擬方案6100006000模擬方案260003600模擬方案7110006600模擬方案370004200模擬方案8120007200模擬方案480004800模擬方案9130007800模擬方案590005400模擬方案10140008400

注：線剛度統(tǒng)一取500 kN/mm。

3.3 模擬結(jié)果與分析

(1)圍巖變形模擬分析

不同模擬方案的頂板下沉量統(tǒng)計(jì)如圖5所示。由圖5(a)可知，隨著額定工作阻力的增加，頂板總體下沉量逐漸減小。其中，阻力高于8 000 kN時(shí)頂板下沉量改善尤為明顯，當(dāng)阻力高于10 000 kN時(shí)，增加支架阻力對于頂板下沉量的改善逐漸減弱，阻力高于11 000 kN時(shí)頂板下沉值基本穩(wěn)定。由圖5(b)可知，支架控頂區(qū)內(nèi)頂板下沉量對比更為直觀，阻力10 000 kN時(shí)為46.06 mm，阻力11 000 kN時(shí)為24.75 mm，阻力高于12 000 kN時(shí)控頂區(qū)下沉量基本穩(wěn)定在19.63 mm，此后再提高支架阻力對于頂板下沉量的改變已不明顯。

圖5 頂板下沉量對比分析Fig.5 Comparison analysis of roof subsidence

煤壁移近量統(tǒng)計(jì)對比如圖6所示。由圖6可知，隨著額定工作阻力的增加，煤壁最大撓度逐漸減小。其中，阻力低于9 000 kN時(shí)煤壁移近量改善尤為明顯，阻力10 000 kN時(shí)，最大移近量70 mm，阻力高于11 000 kN時(shí)最大移近量基本保持在47 mm，此后再提高支架阻力對于煤壁移近量的改變不再明顯。

圖6 煤壁變形量對比分析Fig.6 Comparison analysis of convergence displacement

限于篇幅，下面僅列舉4個(gè)模擬方案的圍巖變形特征。由圖7可知，與低支護(hù)阻力相比，當(dāng)支架阻力高于9 000 kN時(shí)，控頂區(qū)頂板及煤壁移近量得到顯著改善。

圖7 圍巖變形特征對比Fig.7 Comparison analysis of surrounding rock deformation

(2)支架工況模擬分析

大采高工作面礦壓顯現(xiàn)較強(qiáng)烈，如果支架阻力不合理，頂板來壓時(shí)易發(fā)生安全閥開啟泄液，造成頂板急劇下沉、活柱量過小，影響工作面正常生產(chǎn)。模擬結(jié)果對比發(fā)現(xiàn)，當(dāng)額定阻力低于10 000 kN時(shí)，支架承載均接近或達(dá)到設(shè)定的額定阻力，此時(shí)support單元模型處于屈服狀態(tài)，即阻力基本不變而位移持續(xù)增加，對應(yīng)的實(shí)際工況為支架安全閥開啟泄液，圍巖移近量急劇增加，這是支架低阻力時(shí)圍巖變形特征的根本原因。當(dāng)支架額定阻力11 000 kN時(shí)，模擬結(jié)果為10 414 kN，此時(shí)支架已接近滿載運(yùn)轉(zhuǎn)狀態(tài);當(dāng)支架額定阻力高于12 000 kN時(shí)，模擬結(jié)果均低于各模擬方案的設(shè)定值，支架阻力有一定的富余系數(shù)，支架工況滿足圍巖支護(hù)要求(圖8)。

圖8 支架載荷模擬分析Fig.8 Comparison analysis of support resistance

根據(jù)上述數(shù)值模擬分析，綜合對比頂板、煤壁等圍巖變形特征及支架運(yùn)轉(zhuǎn)工況，試驗(yàn)大采高工作面支架合理工作阻力取12 000 kN。

4 大比例尺相似材料模擬實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為了進(jìn)一步驗(yàn)證上述支架選型結(jié)果的合理性，以試驗(yàn)大采高工作面為工程背景，開展了大采高綜采采場礦壓與巖層移動(dòng)的大比例尺相似材料模擬研究。

4.1 相似模型實(shí)驗(yàn)過程

模型尺寸5 m×2 m×0.4 m，幾何相似比1/40，容重相似比0.72，應(yīng)力相似比0.018，時(shí)間相似比0.158。根據(jù)地應(yīng)力實(shí)測數(shù)據(jù)，通過應(yīng)力相似比計(jì)算，模型兩側(cè)水平應(yīng)力取0.27 MPa，模型頂部垂直應(yīng)力0.23 MPa。實(shí)驗(yàn)之前，模型邊界采用分級逐次加載，共分6級，每一級加載穩(wěn)定后，再進(jìn)行下一級加載，直至施加至設(shè)定的邊界條件，形成模型初始應(yīng)力場。開挖過程中通過伺服控制系統(tǒng)保持模型的邊界條件。

實(shí)驗(yàn)之前，充分借鑒國內(nèi)模型支架系統(tǒng)的設(shè)計(jì)方案，從機(jī)械結(jié)構(gòu)、液壓控制、信號(hào)采集等方面進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，設(shè)計(jì)了新型大比尺采場模型實(shí)驗(yàn)頂板支護(hù)系統(tǒng)。該模擬支護(hù)系統(tǒng)包括泵站動(dòng)力系統(tǒng)、液壓控制裝置、模型支架、支架工況監(jiān)測裝置和信號(hào)處理系統(tǒng)。力學(xué)標(biāo)定結(jié)果表明，立柱油壓與支架工作阻力保持較好的線性關(guān)系，線性回歸相關(guān)系數(shù)達(dá)0.99以上，模型支架具有線性度高、重復(fù)性好、力學(xué)性能穩(wěn)定等特點(diǎn)，如圖9所示。模擬開挖循環(huán)59次，累計(jì)開挖3 100 mm，頂板先后發(fā)生初次來壓和3次周期來壓。實(shí)驗(yàn)過程中主要礦壓現(xiàn)象如圖10所示。

4.2 模型支架工況分析

實(shí)驗(yàn)過程中模型頂界面垂直應(yīng)力保持恒定值0.23 MPa，模型支架支護(hù)強(qiáng)度實(shí)測值為9～18.9 kPa，僅為邊界應(yīng)力的3.9%～8.2%，如圖11所示。模型相似材料密度1 800 kg/m3，據(jù)此初步反算，則支架上部需承載范圍0.49～1.05 m，為模擬煤層厚度15 cm的3.26～7.0倍。

圖9 模型支架參數(shù)標(biāo)定Fig.9 Parameter calibration of support model

圖10 大比尺采場相似材料模擬實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證Fig.10 Large-scale physical modeling

圖11 模型支架支護(hù)強(qiáng)度實(shí)測統(tǒng)計(jì)Fig.11 Supporting intensity of support model

為表達(dá)直觀起見，通過以下?lián)Q算將模型支架實(shí)測的支護(hù)強(qiáng)度值折算為原型支架的等效工作阻力。

P=pBlk=(p′/Cσ)Blk=

p′/0.018×1.75×5.32=517.8p′

式中，P為原型支架的工作阻力，kN;p為原型支架的支護(hù)強(qiáng)度，kPa;B為原型支架的中心距，1.75 m;lk為原型支架的控頂距，5.32 m;p′為模型支架支護(hù)強(qiáng)度測試值，kPa;Cσ為應(yīng)力相似比，0.018。

通過上述換算，基于相似模型實(shí)驗(yàn)所得支架等效工作阻力為4 660～9 786 kN。

在采場礦壓規(guī)律研究中，時(shí)間加權(quán)阻力和循環(huán)末阻力是判斷頂板礦壓顯現(xiàn)強(qiáng)度、周期來壓步距及評價(jià)支架適應(yīng)性的重要參考指標(biāo)[20]。支架阻力分析表明，各開挖時(shí)步支架的循環(huán)末阻力為6 450～10 856 kN，時(shí)間加權(quán)阻力為5 542～7 887 kN，模型支架阻力的變化過程與覆巖破斷等宏觀現(xiàn)象具有較好的對應(yīng)關(guān)系，能夠準(zhǔn)確反映頂板的來壓過程，如圖12所示。

圖12 模型試驗(yàn)頂板來壓與支架等效阻力的關(guān)系Fig.12 Relationship between roof weighing and resistance

5 現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)驗(yàn)證

根據(jù)前面的理論計(jì)算、數(shù)值模擬及相似材料實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，試驗(yàn)大采高工作面支架合理工作阻力取12 000 kN。試驗(yàn)工作面采用6.0 m大采高一次采全高工藝，頂板支護(hù)采用ZY12000/28/62型掩護(hù)式大采高支架，主要技術(shù)參數(shù)見表3。

表3試驗(yàn)工作面ZY12000/28/62型支架技術(shù)參數(shù)
Table3TechnicalparametersofZY12000/28/62hydraulicsupport

額定工作阻力/kN支撐高度/mm支架中心距/mm支護(hù)強(qiáng)度/MPa頂梁長度/mm移架步距/mm120002800～620017501.36～1.405330865

生產(chǎn)期間的礦壓實(shí)測表明，工作面不同地段基本頂初次來壓步距32.0～37.4 m(不含開切眼寬度)。周期來壓步距12.5～15.4 m，平均13.5 m;來壓期間，動(dòng)載系數(shù)平均1.30～1.40。

工作面回采期間，各觀測支架時(shí)間加權(quán)阻力7 468～9 458 kN，占額定工作阻力的62.2%～78.8%;循環(huán)末阻力8 340～10 247 kN，占額定工作阻力的69.5%～85.4%。各觀測支架的時(shí)間加權(quán)阻力、循環(huán)末阻力等承載指標(biāo)統(tǒng)計(jì)見表4。

表4觀測支架運(yùn)轉(zhuǎn)工況分析
Table4Analysisofsupportresistanceintheworkingface

kN

限于篇幅，在此列舉工作面中部99號(hào)、115號(hào)觀測支架的阻力實(shí)測曲線，如圖13所示。

圖13 觀測支架的典型工況曲線Fig.13 Working condition of hydraulic support

回采初期，由于移架操作及初撐力偏低等原因，中部局部區(qū)域曾出現(xiàn)輕微的片幫。正常回采階段，支架安全閥開啟率低于5%，煤壁完整性較好，對于回采過程未產(chǎn)生較大影響，支架工作阻力滿足采場圍巖控制要求。

6 結(jié) 論

(1)大采高、特大采高開采條件下，距離煤層較近的亞關(guān)鍵層1常因較大的回轉(zhuǎn)量難以形成穩(wěn)定的砌體梁結(jié)構(gòu)，呈懸臂梁結(jié)構(gòu)形態(tài)在垮落帶中周期破斷?；?.0 m特大采高試驗(yàn)綜采工作面不同層位覆巖的破斷特征，建立了采場覆巖“懸臂梁-層間巖層-砌體梁”的結(jié)構(gòu)模型，確定支架工作阻力的理論計(jì)算值為9 886 kN。

(2)在理論計(jì)算的基礎(chǔ)上，采用數(shù)值模擬方法對比了5 000～14 000 kN等10種支架阻力對頂板下沉量、煤壁變形等采場圍巖變形控制的適應(yīng)性，綜合對比采場圍巖與支架工況響應(yīng)特征，確定大采高支架的合理工作阻力為12 000 kN。

(3)采用新研制的模型支架系統(tǒng)開展了大比例尺相似材料模擬實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證了大采高支架阻力方案的合理性。試驗(yàn)工作面選用ZY12000/28/62型掩護(hù)式大采高支架，生產(chǎn)期間各觀測支架時(shí)間加權(quán)阻力7 468～9 458 kN，循環(huán)末阻力8 340～10 247 kN，煤壁完整性較好，支架工作阻力能夠滿足安全生產(chǎn)要求。

[1] 王國法，龐義輝，李明忠，等.超大采高工作面液壓支架與圍巖耦合作用關(guān)系[J].煤炭學(xué)報(bào)，2017，42(2):518-526.

WANG Guofa，PANG Yihui，LI Mingzhong，et al.Hydraulic support and coal wall coupling relationship in ultra large height mining face[J].Journal of China Coal Society，2017，42(2):518-526.

[2] 寧宇.中國大采高綜合機(jī)械化開采技術(shù)與裝備[M].北京:煤炭工業(yè)出版社，2012:2-6.

[3] 王家臣.厚煤層開采理論與技術(shù)[M].北京:冶金工業(yè)出版社，2009:15-20.

WANG Jiachen.Theory and technology of thick seam mining[M].Beijing:Metallurgical Industry Press，2009:15-20.

[4] 弓培林，靳鐘銘.大采高綜采采場頂板控制力學(xué)模型研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2008，27(1):193-198.

GONG Peilin，JIN Zhongming.Mechanical model study on roof control for fully-mechanized coal face with large mining height[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2008，27(1):193-198.

[5] 郝海金，吳健，張勇，等.大采高開采上位巖層平衡結(jié)構(gòu)及其對采場礦壓顯現(xiàn)的影響[J].煤炭學(xué)報(bào)，2004，29(2):137-141.

HAO Haijin，WU Jian，ZHANG Yong，et al.The balance structure of main roof and its action to immediate roof in large cutting height workface[J].Journal of China Coal Society，2004，29(2):137-141.

[6] 許家林，鞠金峰.特大采高綜采面關(guān)鍵層結(jié)構(gòu)形態(tài)及其對礦壓顯現(xiàn)的影響[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2011，30(8):1547-1556.

XU Jialin，JU Jinfeng.Structural morphology of key stratum and its influence on strata behaviors in fully-mechanized face with super-large mining height[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2011，30(8):1547-1556.

[7] 閆少宏，尹希文，許紅杰，等.大采高綜采頂板短懸臂梁-鉸接巖梁結(jié)構(gòu)與支架工作阻力的確定[J].煤炭學(xué)報(bào)，2011，36(11):1816-1820.

YAN Shaohong，YIN Xiwen，XU Hongjie，et al.Roof structure of short cantilever-articulated rock beam and calculation of support resistance in full-mechanized face with large mining height[J].Journal of China Coal Society，2011，36(11):1816-1820.

[8] 孔德中，楊勝利，高林，等.基于煤壁穩(wěn)定性控制的大采高工作面支架工作阻力確定[J].煤炭學(xué)報(bào)，2017，42(3):590-596.

KONG Dezhong，YANG Shengli，GAO Lin，et al.Determination of support capacity based on coal face stability control[J].Journal of China Coal Society，2017，42(3):590-596.

[9] 錢鳴高，石平五，許家林.礦山壓力與巖層控制[M].徐州:中國礦業(yè)大學(xué)出版社，2010:150-153.

[10] 劉長友.采場支架圍巖關(guān)系及其監(jiān)測控制[M].徐州:中國礦業(yè)大學(xué)出版社，2003:53-57.

[11] 錢鳴高，繆協(xié)興，許家林，等.巖層控制的關(guān)鍵層理論[M].徐州:中國礦業(yè)大學(xué)出版社，2003:16-18.

QIAN Minggao，MIAO Xiexing，XU Jialin，et al.Study of key strata theory in ground control[M].Xuzhou:China University of Mining and Technology Press，2003:16-18.

[12] 許家林，錢鳴高.覆巖關(guān)鍵層位置的判別方法[J].中國礦業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2000，29(5):463-467.

XU Jialin，QIAN Minggao.Method to distinguish key strata in overburden strata[J].Journal of China University of Mining and Technology，2000，29(5):463-467.

[13] 弓培林.大采高采場圍巖控制理論及應(yīng)用研究[D].太原:太原理工大學(xué)，2006:38-40.

[14] 侯忠杰.斷裂帶老頂?shù)呐袆e準(zhǔn)則及在淺埋煤層中的應(yīng)用[J].煤炭學(xué)報(bào)，2003，28(1):8-12.

HOU Zhongjie.The criterion on determining main roof in breaking zone and its application to the shallow seam[J].Journal of China Coal Society，2003，28(1):8-12.

[15] 王國法.高端液壓支架及先進(jìn)制造技術(shù)[M].北京:煤炭工業(yè)出版社，2010:257-262.

[16] 許家林，錢鳴高，馬文頂，等.巖層移動(dòng)模擬研究中加載問題的探討[J].中國礦業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2001，30(3):252-255.

XU Jialin，QIAN Minggao，MA Wending，et al.Discussion on Loading problem in physical and numerical simulation of strata movement[J].Journal of China University of Mining & Technology，2001，30(3):252-255.

[17] 徐剛.采場支架剛度實(shí)驗(yàn)室測試及與頂板下沉量的關(guān)系[J].煤炭學(xué)報(bào)，2015，40(7):1485-1490.

XU Gang.Experimental and theoretical study on hydraulic support in working face and its relationship with roof subsidence[J].Journal of China Coal Society，2015，40(7):1485-1490.

[18] UDEC User Manuals Version 6.0[M].Itasca Consulting Group，Inc.，2011.

[19] 楊勝利，王家臣，楊敬虎.頂板動(dòng)載沖擊效應(yīng)的相似模擬及理論解析[J].煤炭學(xué)報(bào)，2017，42(2):335-343.

YANG Shengli，WANG Jiachen，YANG Jinghu.Physical analog simulation analysis and its mechanical explanation on dynamic load impact[J].Journal of China Coal Society，2017，42(2):335-343.

[20] 耿獻(xiàn)文.礦山壓力測控技術(shù)[M].徐州:中國礦業(yè)大學(xué)出版社，2002:75-78.

Determinationoflarge-heightsupportresistancebasedonmulti-factoranalysis

LOU Jinfu1,2,3，KANG Hongpu2,3，GAO Fuqiang2,3，YANG Jinghe2,3，LI Jianzhong2,3

(1.SchoolofResourcesandSafetyEngineering,ChinaUniversityofMiningandTechnology(Beijing),Beijing100083,China; 2.CoalMiningandDesigningDepartment,TiandiScience&TechnologyCo.,Ltd.,Beijing100013,China; 3.StateKeyLaboratoryofCoalMiningandCleanUtilization(ChinaCoalResearchInstitute),Beijing100013,China)

In response to challenge of adaptability of support and working resistance in large-height working face,the “cantilever beam-sandwich-voussoir beam” structure model is established,and the preliminary scheme of support resistance is calculated,which is verified by both numerical simulation and large-scale physical modeling.The study shows that the working resistance should meet the supporting demands of roof and rib,and keep itself with good position.The working resistance consists of two parts:one part is to bear the weight of cantilever beam due to breakage of key strata in caving zone;and the other is to balance the voussoir beam structure located in lower strata of fissure zone.When the working resistance is lower than 10 000 kN,the support operates at full capacity,and the deformation of surrounding rock increases distinctly;when the rated resistance higher than 11 000 kN,the indicator decreases distinctly.And the reasonable working resistance is determined to be 12 000 kN,which is verified feasible by the production practice.In mining practice,the terminal resistance is 8 340-10 247 kN and the percentage of safety valve opening is below 5%,so the scheme can meet the production requirements.

large-height workings face;key strata structure;voussoir beam;working resistance;large-scale physical modeling

婁金福，康紅普，高富強(qiáng)，等.基于“頂板-煤壁-支架”綜合評價(jià)的大采高支架工作阻力研究[J].煤炭學(xué)報(bào),2017,42(11):2808-2816.

10.13225/j.cnki.jccs.2017.0695

LOU Jinfu，KANG Hongpu，GAO Fuqiang,et al.Determination of large-height support resistance based on multi-factor analysis[J].Journal of China Coal Society,2017,42(11):2808-2816.doi:10.13225/j.cnki.jccs.2017.0695

TD355.4

A

0253-9993(2017)11-2808-09

2017-05-22

2017-07-11責(zé)任編輯畢永華

國家自然科學(xué)基金青年基金資助項(xiàng)目(51504136，51604152);天地科技股份有限公司研發(fā)資助項(xiàng)目(KJ-2015-TDKC-12)

婁金福(1982—)，男，山東諸城人，副研究員，博士研究生。Tel:010-84263129，E-mail:loujinfu@tdkcsj.com。

康紅普(1965—)，男，山西五臺(tái)人，中國工程院院士，研究員，博士生導(dǎo)師。E-mail:kanghp@163.com